Прогнозирование характеристик силовой динамики

Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
Прогнозирование характеристик силовой динамики
методов комбинированного волочения сплошных круглых
профилей
Ерохин В.В., к.т.н. Щедрин А.В.
МГТУ "МАМИ"
От точности анализа [1] характеристик силовой динамики традиционных и
принципиально новых, высокоэффективных методов комбинированного волочения [2-5]
зависит достоверность синтеза энергосиловых и стоимостных параметров
соответствующего технологического оборудования.
В настоящее время существует большое многообразие теоретических моделей для
аналитического прогнозирования характеристик силовой динамики в основном методов
деформирующего волочения сплошных круглых профилей [6-10].
При этом наибольшей физической обозримостью и комплексностью обладают
теоретические модели, представленные в работах [9, 10]. Для проверки их перспективной
работоспособности были использованы результаты сравнительного экспериментального
исследования конкурентоспособных методов комбинированного волочения круглых
сплошных профилей инструментом с регулярной и иррегулярной микрогеометрией
воздействующей поверхности [11, 12].
При этом в качестве экспериментальных образцов-заготовок использовались
цилиндрические штоки из стали марки 40X (НВ = 1890МПа) номинальной длиной 150мм.
Образцы-заготовки обрабатывались с точностью до 0,02мм и исходной шероховатостью
поверхности R = 2,75...4,7мкм.
Опытные деформирующие волоки изготавливали из стали марки 9ХС (твердость
после термообработки 58...61HRC). Угол рабочего и обратного конуса волок 5°±l°,
ширина калибрующей ленточки 5мм, диаметр по калибрующей ленточке 20+0,03мм.
Иррегулярный микрорельеф (ИМР) воздействующей поверхности волок
формировался шлифованием с высотой максимального микровыступа Hmax = 7...11мкм.
Регулярный микрорельеф (РМР) формировался на аналогичном ИМР алмазным
выглаживателем радиусом 1,5мм в виде однозаходных винтовых канавок глубиной (Гк)
4...10мкм и шагом (Шк) 0,5 и 1мм.
При этом нулевые параметры РМР (Гк = ШК = 0) условно соответствуют ИМР.
Скорость волочения 1м/мин. Технологическая смазка — смесь солидола с
мелкодисперсным порошком дисульфида молибдена. Номинальный натяг пластического
деформирования (абсолютная деформация на диаметр) iH варьировался в диапазоне
0,1...0,5мм через 0,1 мм.
Продольные профилограммы калибрующих ленточек опытных деформирующих
волок представлены на рис. 1.
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
117
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
а)
б)
Рисунок 1 - Продольные профилограммы калибрующих ленточек опытных
деформирующих волок (вертикальное увеличение 4000, горизонтальное
увеличение 40):
а) Гк = 0мкм, Шк = 0мм; б) Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
118
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
в)
г)
Рисунок 1 (продолжение) — в) Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; г) Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
119
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
д)
Рисунок 1 (окончание) — Продольные профилограммы калибрующих ленточек
опытных деформирующих волок (вертикальное увеличение 4000, горизонтальное
увеличение 40): д) Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
На рисунках 2 и 3 представлены зависимости теоретических адгезионной
и
компонент полного коэффициента внешнего трения скольжения
деформационной
от фактического натяга пластического деформирования , характера и
параметров микрогеометрии воздействующей поверхности инструмента.
Значения и получены расчетным путем по адекватным методикам авторов [13,
14], основанным на адгезионно-деформационной теории трения [15].
Анализ зависимости (рис. 2) показывает, что регуляризация микрогеометрии
поверхности волочильного инструмента позволяет целенаправленно уменьшить крайне
негативную адгезионную компоненту полного коэффициента внешнего трения
скольжения, приводящую к адгезионному наростообразованию обрабатываемого
материала и резко ухудшающую качество, производительность и себестоимость
обработки. Это объясняется большей "маслоемкостью" РМР по сравнению с ИМР (рис. 1),
так как более объемные канавки РМР являются мощными аккумуляторами
технологической смазки, выдавливаемой из них обрабатываемым материалом и
существенно уменьшающей трение и износ [11, 12].
Сравнительный анализ зависимости (рис. 3) показывает, что в диапазоне
=
0,1...0,5мм полный коэффициент внешнего трения скольжения
в большей степени
зависит от своей деформационной компоненты, чем от адгезионной. Существенное
превышение деформационной компоненты над адгезионной объясняется значительной
соответствующей
относительной
деформацией
микровыступов
шероховатых
поверхностей образцов-заготовок, которая в исследуемом диапазоне
достигает
величины 48...89%.
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
120
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
Рисунок 2 — Зависимость теоретической адгезионной компоненты полного
коэффициента внешнего трения скольжения при волочении образцов-заготовок из
стали 40X от фактического натяга пластического деформирования, характера и
параметров микрогеометрии воздействующей поверхности инструмента:
— Гк = Шк = 0; — Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; — Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
Рисунок 3 — Зависимость теоретической деформационной компоненты полного
коэффициента внешнего трения скольжения при волочении образцов-заготовок из
стали 40X от фактического натяга пластического деформирования, характера и
параметров микрогеометрии воздействующей поверхности инструмента:
— Гк = Шк = 0; — Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; — Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
Подставляя полученный таким образом полный теоретический коэффициент
внешнего трения скольжения в теоретические модели [9, 10], получим соответствующие
значения теоретического удельного усилия комбинированного деформирующего
волочения
(рис. 4-6).
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
121
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
Рисунок 4 — Зависимость теоретического удельного усилия деформирующего
волочения образцов-заготовок из стали 40Х от фактического натяга пластического
деформирования, характера и параметров микрогеометрии воздействующей
поверхности инструмента (расчет по модели [9]):
— Гк = Шк = 0; — Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; — Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
Рисунок 5 — Зависимость теоретического удельного усилия деформирующего
волочения образцов-заготовок из стали 40X от фактического натяга пластического
деформирования, характера и параметров микрогеометрии воздействующей
поверхности инструмента (расчет по модели [10] без учета эффекта линейного
упрочнения обрабатываемого материала):
— Гк = Шк = 0; — Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; — Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
122
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
Рисунок 6 — Зависимость теоретического удельного усилия деформирующего
волочения образцов-заготовок из стали 40X от фактического натяга пластического
деформирования, характера и параметров микрогеометрии воздействующей
поверхности инструмента (расчет по модели [10] с учетом эффекта линейного
упрочнения обрабатываемого материала):
— Гк = Шк = 0; — Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; — Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
Экспериментальные значения удельного усилия обработки qд для стали 40Х
возьмем из работ [11, 12] (Н/мм):
(1)
Сравнение экспериментального и теоретического удельных усилий волочения
выполним в виде относительной процентной погрешности:
(2)
Соответствующие зависимости относительной процентной погрешности
прогнозирования удельного усилия волочения по теоретической модели [9], а также по
теоретической модели [10] без и с учетом эффекта линейного упрочнения
обрабатываемого материала приведены на рис. 7-9.
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
123
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
Рисунок 7 — Зависимость относительной погрешности теоретического удельного
усилия обработки, рассчитанного по модели [9], от фактического натяга
пластического деформирования, характера и параметров микрогеометрии
воздействующей поверхности инструмента:
— Гк = Шк = 0; — Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; — Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
Рисунок 8 — Зависимость относительной погрешности теоретического удельного
усилия обработки, рассчитанного по модели [10] без учета линейного упрочнения
обрабатываемого материала, от фактического натяга пластического
деформирования, характера и параметров микрогеометрии воздействующей
поверхности инструмента:
— Гк = Шк = 0; — Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; — Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
124
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
Рисунок 9 — Зависимость относительной погрешности теоретического удельного
усилия обработки, рассчитанного по модели [10] с учетом линейного упрочнения
обрабатываемого материала, от фактического натяга пластического
деформирования, характера и параметров микрогеометрии воздействующей
поверхности инструмента:
— Гк = Шк = 0; — Гк = 4мкм, Шк = 0,5мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 0,5мм; — Гк = 4,75мкм , Шк = 1мм;
— Гк = 10мкм, Шк = 1мм.
Для экспертной оценки точности прогнозирования усилия обработки по указанным
теоретическим моделям по зависимостям (рис. 7-9) определим среднюю за диапазон
, значения которой представлены в таблице.
относительную процентную погрешность
Теоретическая модель усилия
Характер и параметры микрогеометрии
обработки
воздействующей поверхности инструмента
Гк = 0, Гк =
Гк =10мкм,
Гк =4,75 Гк
Шк=0,5мм
мкм,
=10мкм,
Шк = 0 4мкм,
Шк = 1мм Шк = 1мм
Шк =
0,5мм
[9]
+62,5% +70%
+88,6%
+53%
+60,5%
[10] без учета
эффекта линейного упрочнения
обрабатываемого материала
+65,8% +61,5%
+76,2%
+43,8%
+49,2%
[10] с учетом эффекта линейного + 121% +95,3%
упрочнения обрабатываемого
материала
+ 114%
+79,6%
+81,3%
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
125
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
•
•
•
•
Таким образом, анализ полученных результатов позволяет сделать следующие
основные выводы:
все исследуемые теоретические модели [9, 10] достаточно точно качественно
прогнозируют усилие волочения инструментами с ИМР и РМР воздействующей
поверхности (рис. 4-6);
с увеличением степени абсолютной деформации (/<*) относительная процентная
погрешность прогнозирования усилия комбинированного деформирующего
волочения по всем теоретическим моделям уменьшается до приемлемых для инженерной
практики значений (рис, 7-9);
наибольшей точностью прогнозирования усилия обработки обладает теоретическая
модель [10] без учета эффекта линейного упрочнения обрабатываемого материала (рис. 5,
8, таблица).
Дополнительно, применение фундаментальных подходов [15] к системному
проектированию технологических объектов [13, 14] позволяет модернизировать
существующие теоретические модели [9, 10] характеристик соответствующего метода
обработки в направлении кардинального увеличения комплексности и физической
обозримости алгоритмических процедур "систем искусственного технологического
интеллекта" [1].
Литература
1. Щедрин А.В., Ульянов В.В., Егорова З.И., Скоромнов В.М. Применение научных основ
теории "Искусственного технологического интеллекта" для системного анализа-синтеза
методов обработки давлением // Труды Всероссийской научно-технической конференции
«Непрерывные процессы обработки давлением», посвященной 100-летию со дня
рождения академика А.И. Целикова, 14-15 апреля 2004, Москва, МГТУ им. Н.Э. Баумана,
с. 420-421.
2. Щедрин А.В., Ульянов В.В., Бекаев А.А. Применение фундаментального "эффекта
Баушингера" в комбинированных методах обработки проката // Машиностроитель. —
2009, №2, с. 41-43.
3. Щедрин А,В. и др. Перспективные методы комбинированного волочения //
Машиностроитель. — 2008, №5, с. 40-43.
4. Щедрин А.В. и др. Исследование влияния свойств технологической смазки на
закономерности метода комбинированного волочения инструментом с регулярной
микрогеометрией поверхности // Машиностроитель. — 2008, №7, с. 27-30.
5. Климов К.М. Альтернативные пути получения прутков и проволоки // Металлург. —
2007, № 9, с. 47-49.
6. Перлин И.Л., Ерманок М.З. Теория волочения, М: Металлургия, 1971, 448 с.
7. Кучеряев Б.В. и др, Расчет энергосиловых параметров процесса волочения прутков //
Производство проката. —2006, №6, с. 31-33.
8. Теория пластической деформации и обработка металлов давлением. Мастеров В.А.,
Берковский B.C. — М.: Металлургия, 1989, 400 с.
9. Деордиев Н.Т. и др. Пластическое течение упрочняющегося материала в конической
матрице // Кузнечно-штамповочное производство. — 1970, №1, с. 8-10.
10. Осадчий В.Я., Воронцов А.Л. Формула для расчета напряжения волочения круглых
сплошных профилей // Производство проката. — 2001, №6, с. 3-8.
11. Щедрин А.В. и др. Повышение эффективности методов комбинированного волочения
за счет регуляризации микрогеометрии рабочей поверхности инструмента //
Машиностроитель. — 2007, №7, с. 26-29.
12. Shchedrin A.V., Ul'yanov V.V., Skoromnov V.M., Bekaev A.A. Improving the effectiveness
of the combined drawing methods by regularized the microgeometry of the tool working surface.
// Russian Engineering Research. Vol. 26, №11, p.p. 35-39, New York, Allerton Press Inc., 2006.
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
126
Секция 7 «ТЕХНОЛОГИИ И ОБОРУДОВАНИЕ МЕХАНОСБОРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА».
13. Щедрин А.В., Таненгольц А.Б., Скоромнов В.М. Трибологическая концепция
системного анализа-синтеза комбинированных методов деформирующе-режущей
обработки // Техника машиностроения. — 2001, №4 (32), с. 53-59.
14. Shchedrin A.V. Generalized space-time model of deforming-cutting process. // Russian
Engineering Research. Vol. 17, №3, p.p. 55-59, New York, Allerton Press Inc., 1997.
15. Крагельский И.В. Трение и износ. — М.: Машиностроение, 1968.-480 с.
Материалы международной научно-технической конференции ААИ «Автомобиле- и
тракторостроение в России: приоритеты развития и подготовка кадров», посвященной 145-летию
МГТУ «МАМИ».
127